全风化花岗岩地层脉动灌浆控制防渗机理研究

窦金熙; 张贵金; 陈安重; 杨博石; 信瑞亮; 蒋煌斌; 段吉鸿; 李海

doi:10.11779/CJGE202102011

全风化花岗岩地层脉动灌浆控制防渗机理研究 English Version

窦金熙^{1, 2,},
张贵金^{1, 2, ,},
陈安重³,
杨博石^{1, 2},
信瑞亮^{1, 2},
蒋煌斌^{1, 2},
段吉鸿⁴,
李海⁴

1.
长沙理工大学水利工程学院,湖南　长沙　410114
2.
水沙科学与水灾害防治湖南省重点实验室,湖南　长沙　410114
3.
中国电建集团中南勘测设计研究院,湖南　长沙　410000
4.
红河州水利水电工程地质钻探队,云南　蒙自661400

基金项目:

国家自然科学基金项目 51279019

中国电力投资集团公司重大科技计划项目 2011-036-WLDKJ-X

详细信息

作者简介:
窦金熙（1989— ）,男,博士研究生,主要从事水利工程基础处理与数值模拟方面的研究工作。E-mail：doujinx@163.com

通讯作者:
张贵金, E-mail: gjzhang84@csust.edu.cn

中图分类号: TU43
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出版历程
- 收稿日期: 2020-03-15
- 网络出版日期: 2022-12-04
- 刊出日期: 2021-01-31

Mechanism of seepage control of pulsating grouting in completely weathered granite stratum

DOU Jin-xi^{1, 2,},
ZHANG Gui-jin^{1, 2, ,},
CHEN An-zhong³,
YANG Bo-shi^{1, 2},
XIN Rui-liang^{1, 2},
JIANG Huang-bin^{1, 2},
DUAN Ji-hong⁴,
LI Hai⁴

1.
Changsha University of Science and Technology, Changsha 410114, China
2.
Key Laboratory of Water-Sediment Sciences and Water Disaster Prevention of Hunan Province, Changsha 410114, China
3.
Power China Group, Zhongnan Engineering Corporation Limited, Changsha 410114, China
4.
Honghe Water Conservancy and Hydropower Engineering of Geological Drilling Team, Mengzi 661400, China

摘要

摘要: 针对全风化花岗岩地层的基础防渗加固,传统灌浆工艺限制于结构松散难以成孔起压,加剧了地基处理的难度。提出采用“钻灌一体,脉动灌浆”技术工艺；并利用数值模拟实现了不同脉动周期压力、钻灌时间控制参数下浆液渗透扩散规律及脉动周期压力下地层应力-应变的过程分析,通过脉动和稳压灌浆的浆液扩散与防渗影响范围对比,揭示了脉动灌浆防渗控制机理,得出了灌浆参数；结合黏土水泥浆灌浆材料进行了现场工程试验,现场试验验证了控制参数的合理性。试验表明,1.5～2.0 MPa脉动灌浆压力下,单排孔布设间距1 m,常规吕荣试验检查孔段次统计,透水率<2 Lu的占70%；疲劳吕荣试验透水率<3 Lu的比例为97%,透水率稳定区间为0.5～2.4 Lu；破坏吕荣试验透水率稳定区间为2～8.5 Lu。灌浆后全风化、强风化地层的岩体完整性均有不同程度的提高,声波提升幅度范围为17.3%～52.5%。检查孔取出的芯样较完整,芯样抗压强度平均达7.3 MPa,且灌浆过程地层抬升小。研究成果对于全风化花岗岩以及同类地层具有较强的应用性,为此类地层防渗处理提供了一个可借鉴的工程案例。
- 脉动灌浆 /
- 花岗岩 /
- 吕荣试验 /
- 加固机理 /
- 全风化
Abstract: For the foundation reinforcement of the completely weathered granite stratum, the traditional grouting technology is limited to the loose structure, and it is difficult to form holes and to increase pressures, which aggravates the difficulty of foundation treatment. The technology of "drilling and grouting simultaneously, pulsating grouting" is put forward. The numerical simulation is carried out under different pulsating pressures and drilling and grouting time. The analysis of stress-strain of the stratum under pulsating pressures is realized. The control mechanism of pulsating grouting reinforcement is revealed by comparing the influence ranges of slurry diffusion of pulsating grouting and stabilized grouting. The field tests are carried put on the clay-cement slurry to verify the rationality of the control parameters. The numerical simulation results show that under the pulsating grouting pressures of 1.5~2.0 MPa and the spacing of holes of 1 m, according to the statistics of the test holes examined by the routine Lugeon tests, 70% of the sections with the permeability is smaller than 2 Lu. By the Lugeon tests on fatigue, the proportion of permeability smaller than 3 Lu is 97%, and the stable permeability is 0.5 ~ 2.4 Lu. The stable permeability by the Lugeon tests on damage is 2 ~ 8.5 Lu. After grouting, the strata integrity is improved to different degrees, and the acoustic wave elevation range is 17.3%~52.5%. The compressive strength of the core samples reaches 7.3 MPa on average, and the stratum uplift is small during grouting. The results of the study have a better application to the completely weathered granite and the similar strata, and provide a reference case for the reinforcement treatment of such strata.
- pulsating grouting /
- granite /
- Lugeon test /
- reinforcement mechanism /
- complete weathering

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0. 引言

全风化花岗岩广泛分布于中国西南区域^[1],由于全风化花岗岩软硬差异变化大^[2],在遭受多种风化作用的影响下,形成了风化程度不同、软硬不均、厚薄不等的风化砂质土^[3]。砂质土体稳定性差,透水性大,压缩性低,过程快,成分中缺乏黏土矿物,干燥时呈散粒状态,无塑性^[4],且土粒间没有联结存在,或联结非常微弱可以忽略不计,导致其强度与稳定性大为降低^[1]。随着中国西南区域基础设施工程建设项目的日益增多,越来越多的基础设施工程不可避免地修建在此类复杂地质环境中。因此,在这种地层进行基础工程设施建设时会遇到大量防渗加固工程；由于灌浆具有适应强,投资小等特点,往往是解决问题的一种优选方案。

目前,国内外学者针对全风化花岗岩地层加固问题研究主要集中在室内试验和理论推导方面。如袁敬强等^[5]对全风化花岗岩灌浆加固特性做了试验研究；通过开展三轴、渗透、湿化试验,研究了不同浆液充填率的全风化花岗岩力学特性和水稳定影响规律。如Zhang等^[6]提出了不同等级风化岩土体灌浆概念模型。针对脉动灌浆,张聪等^[7]对堤坝脉动灌浆浆液的扩散机制,宾汉流体、幂律流体的脉动灌浆扩散机制和加固原理进行了研究,给出了脉动压力下浆液的扩散方程和脉动渗透理论。张贵金等^[8]开展了一些室内试验与理论机制研究；也有学者对灌浆技术和加固方法做了研究,如Shi等^[9]提出了一种亚水平喷射灌浆柱与管顶相结合的方法,适用于全风化花岗岩的水平加固,开挖面的稳定性得到了大幅度提高,但方法工序较为复杂。

鉴于此,提出采用“钻灌一体,脉动灌浆”技术,钻灌一体技术是指在钻孔过程中同时进行灌注,护灌结合,同时利用浆液作为冲洗液,减少钻灌成孔防塌孔护壁工序,及孔段无法有效封闭等问题。压力作为浆液灌入地层主要动力,小压力将导致浆液不能灌入地层。脉动注浆采用双压控制,对于全风化花岗岩砂质土地层可以形成“孔口低压,孔底高压”实现原位充填、冲挤、劈楔压渗灌注,解决松软地层稳压难以起压问题。但是,对于全风化花岗岩砂质土介质地层,“钻灌一体,脉动灌浆”防渗控制参数与机理尚不明确。拟采用数值模拟开展了全风化花岗岩砂质土介质脉动灌浆防渗控制参数机理研究,以期优化灌浆参数,并结合现场试验验证控制参数的合理性。从而为广大工程建设中,所遇同类问题提供一个可借鉴的案例。

1. 工艺原理

“钻灌一体,脉动灌浆”新技术工艺把钻孔、灌浆、护壁合为一体；采用小口径通径钻（56 mm）,将常规三缸活塞灌浆泵拆除一缸成为脉动灌浆泵,钻灌过程中,直接利用灌浆液作为钻孔冲洗液,同时进行灌注,自上而下,随钻随灌,护灌结合。脉动灌浆工艺压力变化原理如图1所示,一个灌浆时间T内实现一次灌浆过程,分为脉冲段、间歇段,脉冲频率约100 Hz。脉冲段为常规灌浆压力,间隔断灌浆压力为零。

图 1 脉动灌浆周期过程示意图

Figure 1. Schematic diagram of pulsating grouting cycle

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“钻灌一体,脉动灌浆”新技术工艺流程：第一阶段,孔口封闭,回浆压力控制,按照自上而下边钻边灌,钻灌段长为1.0～1.2 m；第二阶段,在该段内进行钻灌机具上下回转,进一步按照规定的灌浆控制标准进行加强、补灌。当单位灌入量达到设计允许最大灌入量,即临近灌浆结束时灌入浆量小于1 L/min,且灌浆压力达到设计冲挤灌浆压力时,结束本段灌浆,进行下一个段次钻灌,以此类同,直至全孔灌浆段钻灌结束。灌浆工艺流程如图2所示。

图 2 钻灌一体,脉动灌浆工艺流程图

Figure 2. Flow chart of “drilling and grouting simultaneously, pulsating grouting” technology

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2. 数值模拟计算

2.1 数值模拟模型与理论方程构建

全风化花岗岩地层被认为是由固体颗粒、流体和流化固体组成的三相体系,流化颗粒被认为是随流体运动的悬浮颗粒。假定：①孔隙空间完全充满了流体和流化颗粒；②流化颗粒的速度总是等于流体的速度；③灌浆压力为孔底压力；④灌浆过程中浆液流变模型不发生变化,且为不可压缩流体。

（1）随机孔隙率地层数值模型构建

对于地层物性参数的创建,主要有实物物理建模和随机建模^[10]。考虑全风化花岗岩地层参数方程随机性强的特点,采用二维标准正态分布随机的方法进行建模,根据控制点在空间中的方位得到空间分布特征,按统计特征随机生成全风化花岗岩地层孔隙率。假设随机变量X服从参数为 $α$ 和 $β$ 的正态分布,随机变量X的均值E(X)= $β$ ,方差D(X)= $α^{2}$ ,且满足

$f (X) = \frac{1}{\sqrt{2 π α}} e^{- {(x - β)}^{2} / (2 α^{2})}$ ,

(1)

$\lim T_{n} (X) = \int_{- \infty}^{x} \frac{1}{\sqrt{2 π}} e^{- φ^{2} / 2} d φ$ 。

(2)

式中 $f (x)$ 为随机变量X的服从正态分布的概率密度函数； $β$ 为随机变量X服从正态分布的期望； $α$ 为随机变量X服从正态分布的标准差。

考虑模型的复杂性和计算效率,仅建立二维平面数值模型。为模拟场实际真实情况的灌浆扩散,考虑边界效应、尺寸效应等影响,灌浆孔左右和上下边界均取5 m（其中灌浆段为1 m）；确定模型宽度为14 m,高度为11 m。随机孔隙率地层二维平面数值模型由二维标准正态分布随机生成,平均孔隙率的均值为0.36,方差为0.01,生成随机孔隙率地层如图3所示。模型边界条件为：考虑地层的自由抬动,模型灌浆孔为为固定约束,左、右、下边界设置为无限元域,如图3所示。

图 3 地层网格划分与随机孔隙率地层模型

Figure 3. Stratigraphic meshing and random porosity stratigraphic model

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（2）浆液黏度时变性方程

采用黏土水泥浆液物理参数,构建浆液黏度时变特性方程。参数根据工程类比和以往研究现场实际生产获得。本次试验采用的浆液黏土水泥比为1∶1,水和固体（黏土水泥质量和）的比为0.8∶1,浆液相对密度区间为1.5～1.6,故需要对此两种相对质量密度进行拟合。如表1所示,为水泥黏土稳定浆液黏度随时间变化关系。

表 1 水泥黏土稳定浆液黏度随时间变化关系

Table 1. Variation of viscosity of clay-cement-stabilized slurry with time (s)

相对质量密度	0 min	10 min	20 min	30 min	40 min
1.5	20	22	24	27	29
1.6	22	24	27	28	30

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根据文献[11]浆液流型符合宾汉流体本构模型。方程如下：

$μ = μ_{0} + A e^{p_{0} t}$ ,

(3)

式中 $μ_{0}$ 为浆液的初始黏度, $A$ , $p_{0}$ 为浆液时变系数。

采用origin进行线性拟合,浆液相对质量密度为1.5方程拟合如图4（a）所示；浆液相对质量密度为1.6的方程拟合如图4（b）所示。从图中可以看出拟合度都较高,本次模拟采用浆液相对质量密度为1.5的黏度拟合方程参数。

图 4 浆液相对质量密度1.5和1.6的黏度方程拟合

Figure 4. Fitting of slurry with specific gravity of 1.5 and 1.6

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（3）脉动压力控制模型

根据脉冲灌浆压力的传递特性,一个灌浆过程分为脉冲段、间歇段。脉冲段为常规灌浆压力,间隔断灌浆压力为零。采用三角形波函数,对脉冲压力下的浆液控制方程进行建模。三角波进行数学建模,方程为

$x (t) = {\begin{matrix} A + \frac{A}{T} t (0 \leq t \leq T / 2) \\ A - \frac{A}{T} t (T / 2 \leq t \leq T) \end{matrix}$ ,

(4)

式中,T为一个周期,A为脉冲最大压力,t为时间。

（4）多孔介质流-固耦合方程

张聪等^[12]研究表明可将全风化花岗岩地层看作是多孔弹性介质,浆液在多孔介质中扩散主要由压力梯度推动。故浆液在多孔弹性介质中的的扩散采用瞬态达西渗流方程：

$\frac{\partial}{\partial t} (ε_{p} ρ) + \nabla \cdot (ρ u) = Q_{m}$ ,

(5)

$\frac{\partial}{\partial t} (ε_{p} ρ) = ρ s \frac{\partial p}{\partial t}$ ,

(6)

$s = ε_{p} χ_{f}, u = - \frac{κ}{μ} \nabla p$ 。

(7)

式中 $ε_{p}$ 介质孔隙率； $ρ$ 为流体的密度； $\nabla$ 为Hamilton算子；u为流体的达西流速；t为灌浆时间； $Q_{m}$ 为流体的质量源项；S为储水系数； $χ_{f}$ 为湿周； $μ$ 为流体的黏度； $κ$ 为渗透系数。

考虑全风化花岗岩地层的初始应力和变形,根据多孔介质弹性力学理论,固体力学方程为

$0 = \nabla \cdot s + F v$ ,

(8)

$s = s_{ad} + C : ε_{el}, ε_{el} = ε - ε_{inel}$ ,

(9)

$ε_{inel} = ε_{0} + ε_{ext} + ε_{th} + ε_{hs} + ε_{pl} + ε_{cr} + ε_{vp}$ ,

(10)

$s_{ad} = s_{0} + s_{ext} + s_{q}$ ,

(11)

$ε = \frac{1}{2} [{(\nabla u)}^{T} + \nabla u]$ ,

(12)

$C = C (Ε, ν)$ 。

(13)

式中 $E$ 为杨氏模量； $ν$ 为泊松比； $\nabla$ 为Hamilton算子； $ε_{el}$ 为弹性应变量； $u$ 为应变速度； $S_{ad}$ 为弹性体应变周长； $ε_{0}$ , $ε_{ext}$ , $ε_{th}$ , $ε_{hs}$ , $ε_{pl}$ , $ε_{cr}$ , $ε_{vp}$ 为应变分量。

多孔弹性介质固体力学和达西定律耦合方程为

$O = \nabla \cdot (s - α_{B} (p_{A} - p_{ref} I)) + F v$ ,

(14)

$\frac{\partial}{\partial t} (ε_{p} ρ_{f}) + \nabla \cdot (ρ_{f} u_{f}) = Q_{m} - ρ_{f} α_{B} \frac{\partial ε_{VOL}}{\partial t}$ ,

(15)

$s_{p} \to s_{p} + \frac{(1 - α_{B}) (α_{B} - ε_{P})}{κ_{d}}$ 。

(16)

式中 $κ_{d}$ 为弹性系数； $α_{B}$ 为Biot固结系数； $ε_{p}$ 为介质孔隙率； $ρ_{f}$ 为流体的密度； $u_{f}$ 为浆液的达西流速； $p_{A}$ 为流体初始压力； $p_{ref}$ 为水压力； $F v$ 为体积力；S为储水系数； $ε_{vol}$ 为固体的体积变化速率。

（5）地层静力平衡方程

采用地层应力分量 $σ_{i j}$ 的张量形式表达地层的静力平衡关系：

$σ_{i j} = 2 G ε_{i j} + λ δ_{i j} δ_{k l} ε_{k l} - φ δ_{i j} p$ ,

(17)

$G = E / [2 (1 + ν)]$ ,

(18)

$λ = E ν / [(1 + ν) (1 - 2 ν)]$ ,

(19)

$ε_{i j} = \frac{1}{2} (u_{i, j} + u_{j, i})$ ,

(20)

$σ_{i j, j} + F_{i} = 0$ ,

(21)

联立式（17）～（20）,（21）可以修正Navier平衡方程,修正后Navier平衡方程,可得到

$G u_{i, i j} + (G + λ) u_{j, j i} - φ P_{i} + F_{i} = 0$ 。

(22)

式（17）～（22）中： $u_{i, j}$ , $u_{j, i}$ 分别为 $u_{i}$ 和 $u_{j}$ 在i和j上的一阶偏导数； $δ_{i j}$ , $δ_{k l}$ 分别为Kronecker的符号之一； $ε_{i j}, ε_{k l}$ 为应变张量,下标为哑标；G为剪切模量； $λ$ 为Lame系数； $P_{i}$ 为灌浆压力的i方向的一阶偏导数； $u_{i, i j}, u_{j, j i}$ 分别为关于i,j的 $u_{i}, u_{j}$ 方向上二阶偏导数。

（6）数值计算基本参数

灌浆孔入口段和真实灌浆间距均为1 m,左右和上下均附土5 m。脉动灌浆压力分别为1,1.5,2 MPa,稳压灌浆压力为1.5 MPa,模拟灌浆时间都为20 min。分别研究浆液在不同时段、不同脉动周期压力下浆液的扩散和地层的应力变化。全风化花岗岩地层和浆液数值模拟参数：风化岩土体密度为2650 kg/m³,杨氏模量为15×10⁶ GPa,泊松比为0.3,Biot系数为1,渗透率为4×10^-12 m²,Lame系数为0.35 MPa^-1,内摩角为32°,黏聚力为26 kPa。

2.2 数值模拟结果

（1）不同脉动周期压力下浆液扩散规律

图5为1 MPa脉动压力浆液扩散随时间变化图。从图中可以看出,5 min时浆液的扩散云图呈类条形；可见,在1 MPa脉动压力下浆液扩散范围较小,当灌浆时间推移到10 min时,浆液条形范围开始增大,灌浆时间达20 min时,浆液在多孔介质中饱和度云图扩散呈类椭球型,但是浆液未实现搭接。说明在1 MPa脉动压力下灌浆不能形成搭接帷幕。

图 5 1 MPa脉动压力浆液扩散随时间变化图

Figure 5. Variation of slurry diffusion with time under pulsating grouting pressure of 1 MPa

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图6为1.5 MPa脉动压力浆液扩散随时间变化图；从图中可以看出,5 min时浆液的扩散云图和图5中10 min的扩散云图具有一定相似度,可知1.5 MPa脉动压力下浆液扩散相对于1 MPa压力范围更大；随时间的推移灌浆时间达15 min时,浆液在多孔介质中饱和度云图已经实现部分搭接。说明在1.5 MPa脉动压力下灌浆可以形成搭接帷幕；且浆液扩散饱和度受灌浆压力影响较大,表明在地层不出现劈裂的情况下加大灌浆压力有利于浆液的扩散。

图 6 1.5 MPa脉动压力浆液扩散随时间变化图

Figure 6. 1.5 MPa pulsating grouting pressure of slurry diffusion over time

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图7为2 MPa脉动压力浆液扩散随时间变化图,从图中可以看出,5 min浆液的扩散相对于1,1.5 MPa范围更大；在2 MPa脉动压力下浆液扩散范围在15 min时,浆液已经基本实现搭接,当灌浆时间达20 min时,浆液在多孔介质中饱和度云图呈类方形,说明在2 MPa脉动压力下灌浆所形成搭接帷幕更范围更宽。可见,在1.5～2 MPa的脉冲灌浆压力下,可有效满足地层内浆液扩散所需动能。

图 7 2 MPa脉动压力浆液扩散随时间变化图

Figure 7. Variation of slurry diffusion with time under pulsating grouting pressure of 2 MPa

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综上可知,对于脉动灌浆方式,脉动压力控制下的浆液的扩散,施加给受灌体荷载的延滞效应和脉动叠加作用,使得灌浆压力与地应力之间总是存在或大或小、时正时负的压力差,压力差的存在产生了脉动叠加瞬间冲挤效应^[13]；导致浆液可以有序扩散不会造成孔隙淤堵,从而浆液扩散更均匀,能够形成均匀渗透浆泡。且在1.5～2 MPa压力下,20 min可以形成加固帷幕,也间接验证了灌浆孔1 m间距合理。

（2）稳压灌浆浆液扩散规律

图8为1.5 MPa稳压灌浆浆液扩散时间变化图。从图8（a）中可以看出,稳压5 min时间段浆液扩散云图呈方形,灌浆孔之间帷幕实现稀薄搭接,且浆液扩散饱和度在出浆口处最大可达到90%以上,浆液基本集中于灌浆口周边。再由图8（b）10 min时间段云图可知,浆液饱和度差异变化小,部分浆液开始向上扩散。图8（c）显示,灌浆孔间浆液稀薄搭接部分饱和度开始有一定增大,且浆液继续往灌浆孔地层上方扩散。从图8（d）可以看出,浆液仍然聚集于出浆口段,饱和度没有继续增大,浆液持续往地层以上扩散现象明显。

图 8 1.5 MPa稳压灌浆浆液扩散随时间变化图

Figure 8. Variation of slurry diffusion with time under stabilized grouting pressure of 1.5 MPa

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综上可知,稳压灌浆由于压力的持续作用,浆液在多孔介质中出现淤堵效应^[13],导致浆液扩散只能集中于出浆口附近。且由于稳压导致地层憋压,应力得不到释放,浆液开始往地层以上扩散。相比脉动灌浆浆液扩散距离短,扩散不均匀,且有可能导致地层抬动较大,脉动灌浆对比稳压灌浆浆液扩散范围更可控。

3. 现场试验

3.1 试验位置

云南邦干水库位于中国云南省红河州泸江河支流绿冲河上,属珠江流域南盘江水系,小（Ⅰ）型水库,水库工程坝址如图9所示。水库总库容147.84万 m³,坝型为黏土心墙风化料坝。枢纽工程由大坝、溢洪洞、输水（导流）隧洞组成。坝顶高程2032.5 m,坝顶长139.7 m,宽5.0 m,最大坝高41.5 m。

图 9 邦干水库工程坝址

Figure 9. Dam site of Banggan Reservoir

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3.2 试验地质条件

试验平台在右岸基础开挖边坡,坡度约50°。试验区地层上覆有较厚的全风化花岗岩层,如图10。地层根据风化程度,被分为全风化、强风化、弱风化、未风化。根据钻孔揭露及地质测绘,试验地层岩性自上而下依次为第四系坡积土层（Q_h^edl）与第三系细粒花岗岩（γ(6)^b）及燕山期白垩纪斑状黑云母花岗岩（γ(53)^a）。表浅层花岗岩风化强烈,地质划分全风化厚达20 m以上。受地质构造与地下水环境影响,下部强风化与弱风化岩层中局部存在全风化松软夹层。

图 10 地质剖面和灌浆孔布置示意图

Figure 10. Geological section and layout of grouting holes

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原状土基本物理参数见表2。颗粒级配曲线见图11。由图11所示,该土样颗粒级配良好,粒径分布范围广,其中小于0.075 mm的细粒组占总质量12.33%,0.075～2 mm粒径范围内的砂粒组占总质量的75.67%,可见该地层组成以砂质土为主。

图 11 全风化花岗岩粒度曲线

Figure 11. Grain-size distribution curve of completely weathered granite

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表 2 全风化花岗岩基本物理参数

Table 2. Basic physical parameters of completely weathered granite

密度/(g·cm^-3)	干密度/(g·cm^-3)	含水率/%	液限/%	塑限/%	孔隙率/%
1.93	1.71	7.6	8.1	17.9	36

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3.3 灌浆孔布置

邦干水库灌浆新工艺现场试验位于右岸坝肩处,共布置单排5个灌浆孔。灌浆孔口高程为2044.55 m,坝顶高程2032.5 m,灌浆段为低于坝顶高程以下2 m,非灌段长14 m,孔深设计为深入到未风化花岗岩层1 m,所有孔灌浆深度约22.0 m。共布置5个孔,孔距间距根据数值模拟所得参数设置1 m。两个І序孔分别是S1,S5,两个П序孔分别是S2、S4,一个Ш序孔。

3.4 脉动灌浆压力控制与钻灌时间参数

各试验孔的灌浆控制压力参数见表4。进浆脉动最大平均压力控制在1.5～2.0 MPa,可通过调整脉动灌浆泵脉冲频率与脉冲量,以及调整冲挤灌浆机具结构与钻孔尺寸来实现。回浆压力进行间隔段灌浆时,采用采用孔口封闭作用,控制回浆压力为0.4～0.5 MPa。钻灌时间持续20 min,且结束时灌入浆量小于1 L/min,灌浆压力达到设计脉动灌浆压力时,结束本间隔段灌浆。

表 3 各水固比浆液性能参数

Table 3. Performance parameters of slurry with different water-solid ratios

水固比	黏土∶水泥	相对质量密度	初凝时间/min	析水率/%	流动度/cm	黏度/s	28 d抗压强度/MPa
0.8	1∶1	1.55	67	0	13.2	24	21.8
1.0	2∶1	1.48	92	0	19.7	21	5.2
1.2	2∶0.75	1.45	108	1	24.3	19	3.3
1.5	2∶0.5	1.41	121	1	27.0	18	1.5

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表 4 声波检测数据记录表v_s

Table 4. Record sheet of acoustic detection data v_s

(km/s)

灌浆前后	岩石	J4	J1	J2	J3
灌浆后	全风化	1.10	1.18	1.67	1.35
灌浆后	强风化	2.15	2.78	2.72	2.29
灌浆前	全风化	0.84	0.97	0.79	1.10
灌浆前	强风化	1.66	2.31	1.28	1.87

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3.5 灌浆材料与配比

全风化花岗岩坝基灌浆时,不仅需要满足全风化花岗岩灌浆的要求,还需施工便利以及工程造价低廉。同时为保证灌浆加固和防渗效果,浆液结石体还需具备适宜的早期强度、较高的后期强度和高抗渗性。根据课题组之前研究^[14],采用黏土水泥浆液作为灌浆浆液。综合考虑浆液的各项物理力学性能,本次试验采用的浆液黏土水泥比为1∶1,水和固体（黏土水泥质量和）的比为0.8∶1,并掺水泥量10%的膨润土,各水固比的浆液性能参数见表3。

4. 现场试验结果与分析

4.1 三序孔灌浆量分析

图12为不同孔序单位灌浆量趋势图,从图12可以看出,Ⅰ序孔到Ⅱ序孔的平均灌浆量下降明显,下降率为48%。Ⅱ序孔到Ⅲ序孔的平均灌浆量下降率为64%。根据《水工建筑物水泥灌浆技术规范：SL62—2014》,如果Ⅱ序孔的灌浆量大约相当于Ⅰ序孔的40%～60%,说明孔距合理；下降太多,说明孔距偏小；下降太小,说明孔距偏大。图12符合灌浆一致以来,单位灌浆量随孔序的增加,单位灌浆量下降的规律；下降趋势表明,地层的孔隙在被有效充填。Ⅰ序孔、Ⅱ序孔、Ⅲ序孔的平均灌浆量减少间接表明地层孔隙率的下降,地层得到加密,灌浆加固措施效果有效。

图 12 不同孔序单位灌浆量趋势图

Figure 12. Trend of grouting per unit of hole sequence

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4.2 常规吕荣试验分析

常规吕荣试验之前,为了对比灌浆后透水率变化,在J1孔进行了先导孔吕荣试验。先导孔吕荣试验检查方法为孔口在0.4 MPa压力下持续5 min灌入水量。试验段次长度为5 m,试验成果见图13。由图13可知,先导孔14～29 m范围透水率为11～17 Lu,29～36 m为弱风化和未风化花岗岩层,弱风化花岗岩的透水率约1.5 Lu,未风化花岗岩透水率约0.5 Lu,部分不透水；说明全风化花岗岩介质透水率较大,未风化花岗岩地层透水率较小。

图 13 先导孔透水率

Figure 13. The permeability of the guide hole

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检查孔常规吕荣试验,在S1、S2、S3孔间的J1、J2检查孔进行,试验段次长度同样为5 m。灌浆后从图14检查孔J1、J2透水率数据可知,单排、孔距1 m的平均透水率<2 Lu的占70%,完全不透水的占40%。其中检查孔J1、J2在段次29～34 m和34～36 m皆出现了透水率为0的现象。原因分析,此段次位于未风化花岗岩地层,未风化花岗岩完整性好透水率低。其中除了J1孔14～19 m和19～24 m 透水率较大,达到5.5 Lu以外,其余都小于4 Lu。J1出现透水率为5.5 Lu段次符合设计要求透水率不大于10 Lu要求。

图 14 检查孔J1,J2透水率

Figure 14. Permeabilities of test holes J1 and J2

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上述数据结果表明,检查孔相比于先导孔的（14～19 m）段次到（24～29 m）段次透水率显著降低,先导孔透水率由范围11～17 Lu下降到检查孔J1（3.5～5.5 Lu）和J2（0.5～1.5 Lu）,透水率下降趋势较大；间接表明灌浆后加固效果提高显著。

4.3 疲劳吕荣与破坏吕荣试验分析

疲劳吕荣试验结果见图15的J3检查孔；由图透水率分布可知,J3全孔段施加0.4 MPa的持续压力下透水率稳定在0.5～2.4 Lu,平均透水率<3 Lu的占97%；且灌浆后在0.4 MPa持续压力下,上部风化岩层透水率和下部未风化岩层透水率出现离散程度小的现象；现象原因分析为,灌浆后上部风化土体经浆液加固后形成了有效的胶结体,透水率耐久性在有限时间内,可接近未风化岩体程度。

图 15 检查孔J3疲劳吕荣透水率与检查孔J4破坏吕荣透水率

Figure 15. Permeabilities by Lugeon tests on fatigue of test hole J3 and Lugeon tests on damage of test hole J4

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破坏吕荣试验结果见图15的J4检查孔；由图中透水率分布可知,J4全孔段持续加压进行破坏压水试验,试验中发现当施加压力<0.5 MPa时,完全不透水占约100%。施加压力1 MPa时,平均透水率为0.56～10.56 Lu,出现透水率随施加压力变大而增大,随地层深度加深而减小现象。

以上分析可知,灌浆加固后的风化岩土体,抗渗强度提高较大；可以接近未风化微裂隙花岗岩岩体透水率程度；高压渗透情况下仍能够满足加固设计标准,可以适应水库上游较高水位渗压要求。

4.4 地层声波测试分析

根据先导孔和灌浆后检查孔声波试验,对各孔按全、强分化分层统计结果如表4。可知,灌浆后全风化、强风化地层岩体完整性均有不同程度的提高。J1全风化层与J3强风化层声波提升幅度,分别为17.3%与18.0%。J2和J4声波提升幅度为23.3%与52.5%。

4.5 地层抬动监测与检查孔结石体分析

试验区设置专门的灌浆试验抬动变形观测孔。为避免高压灌浆对地层造成较大的应力扩散而产生地面抬动变形。试验灌浆过程中安排专人进行抬动变形检测,并做好抬动观测记录。抬动设备锚固深度穿过上部覆盖层进入灌浆地层10 m,且大于20 m。试验灌浆瞬间抬动变形值≤0.5 mm,累计变形抬动值≤5 mm,地层抬动变形较小。

灌浆后选取检查孔J2取芯,28 d后钻孔取得芯样。J2的未风化花岗岩,岩芯致密,透水率小,完整性高。凝固浆液芯样较完整,浆液和风化岩土体形成了均匀的胶结体,且经过室内结石体抗压强度测试平均强度可达7.3 MPa。表明全强风化花岗岩采取新灌浆工艺,灌后形成了良好的胶结体。

5. 结论

针对适合全风化花岗岩地层的“钻灌一体,脉动灌浆”新技术,利用数值模拟方法,分析了脉动灌浆防渗扩散规律,揭示了控制灌浆机理,得到控制灌浆参数,并通过灌浆工程试验进行验证。主要结论如下：

（1）提出采用“钻灌一体,脉动灌浆”新技术工艺,该技术把钻孔与灌浆合为一体,较好地解决了松软破碎地层采用常规灌浆工艺存在的钻灌成孔塌孔、分段封闭困难、灌浆难以起压、重复劈裂抬动,无效灌灌浪费等诸多技术难题。

（2）通过多物理场耦合软件COMSOL Multi- Physics,采用随机分布函数预定义地层的孔隙率,三角波脉动周期压力函数,并考浆液黏度时变性,实现了非均质地层,脉动渗透灌浆地层应力-渗流场耦合的过程数值模拟。该方法可以为不同脉动施工参数和不同地层条件,以及不同灌浆材料下,浆液渗透扩散规律及扩散机制的研究提供了新思路。

（3）实际工程布置单排、孔距1 m,灌浆试验后,常规吕荣试验单排、孔距1 m的平均透水率<2 Lu的占70%；疲劳吕荣试验透水率稳定在0.5～2.4 Lu。破坏吕荣试验透水率为2～8.5 Lu。

（4）研究成果可推广应用于全风化花岗岩砂质土基础地层防渗加固灌浆,质量、经济、工效、环保等综合指标优越；材料及施工环保。为全风化花岗岩砂质土类,及松软地层灌浆皆提供了可借鉴案例。

图 1 脉动灌浆周期过程示意图

Figure 1. Schematic diagram of pulsating grouting cycle

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图 2 钻灌一体,脉动灌浆工艺流程图

Figure 2. Flow chart of “drilling and grouting simultaneously, pulsating grouting” technology

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图 3 地层网格划分与随机孔隙率地层模型

Figure 3. Stratigraphic meshing and random porosity stratigraphic model

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图 4 浆液相对质量密度1.5和1.6的黏度方程拟合

Figure 4. Fitting of slurry with specific gravity of 1.5 and 1.6

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图 5 1 MPa脉动压力浆液扩散随时间变化图

Figure 5. Variation of slurry diffusion with time under pulsating grouting pressure of 1 MPa

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图 6 1.5 MPa脉动压力浆液扩散随时间变化图

Figure 6. 1.5 MPa pulsating grouting pressure of slurry diffusion over time

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图 7 2 MPa脉动压力浆液扩散随时间变化图

Figure 7. Variation of slurry diffusion with time under pulsating grouting pressure of 2 MPa

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图 8 1.5 MPa稳压灌浆浆液扩散随时间变化图

Figure 8. Variation of slurry diffusion with time under stabilized grouting pressure of 1.5 MPa

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图 9 邦干水库工程坝址

Figure 9. Dam site of Banggan Reservoir

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图 10 地质剖面和灌浆孔布置示意图

Figure 10. Geological section and layout of grouting holes

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图 11 全风化花岗岩粒度曲线

Figure 11. Grain-size distribution curve of completely weathered granite

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图 12 不同孔序单位灌浆量趋势图

Figure 12. Trend of grouting per unit of hole sequence

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图 13 先导孔透水率

Figure 13. The permeability of the guide hole

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图 14 检查孔J1,J2透水率

Figure 14. Permeabilities of test holes J1 and J2

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图 15 检查孔J3疲劳吕荣透水率与检查孔J4破坏吕荣透水率

Figure 15. Permeabilities by Lugeon tests on fatigue of test hole J3 and Lugeon tests on damage of test hole J4

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表 1 水泥黏土稳定浆液黏度随时间变化关系

Table 1 Variation of viscosity of clay-cement-stabilized slurry with time (s)

相对质量密度	0 min	10 min	20 min	30 min	40 min
1.5	20	22	24	27	29
1.6	22	24	27	28	30

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表 2 全风化花岗岩基本物理参数

Table 2 Basic physical parameters of completely weathered granite

密度/(g·cm^-3)	干密度/(g·cm^-3)	含水率/%	液限/%	塑限/%	孔隙率/%
1.93	1.71	7.6	8.1	17.9	36

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表 3 各水固比浆液性能参数

Table 3 Performance parameters of slurry with different water-solid ratios

水固比	黏土∶水泥	相对质量密度	初凝时间/min	析水率/%	流动度/cm	黏度/s	28 d抗压强度/MPa
0.8	1∶1	1.55	67	0	13.2	24	21.8
1.0	2∶1	1.48	92	0	19.7	21	5.2
1.2	2∶0.75	1.45	108	1	24.3	19	3.3
1.5	2∶0.5	1.41	121	1	27.0	18	1.5

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表 4 声波检测数据记录表v_s

Table 4 Record sheet of acoustic detection data v_s (km/s)

灌浆前后	岩石	J4	J1	J2	J3
灌浆后	全风化	1.10	1.18	1.67	1.35
灌浆后	强风化	2.15	2.78	2.72	2.29
灌浆前	全风化	0.84	0.97	0.79	1.10
灌浆前	强风化	1.66	2.31	1.28	1.87

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参考文献(16)

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施引文献(17)

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图(15) / 表(4)

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0. 引言
1. 工艺原理
2. 数值模拟计算
2.1 数值模拟模型与理论方程构建
2.2 数值模拟结果
3. 现场试验
3.1 试验位置
3.2 试验地质条件
3.3 灌浆孔布置
3.4 脉动灌浆压力控制与钻灌时间参数
3.5 灌浆材料与配比
4. 现场试验结果与分析
4.1 三序孔灌浆量分析
4.2 常规吕荣试验分析
4.3 疲劳吕荣与破坏吕荣试验分析
4.4 地层声波测试分析
4.5 地层抬动监测与检查孔结石体分析
5. 结论

0. 引言
1. 工艺原理
2. 数值模拟计算
2.1 数值模拟模型与理论方程构建
2.2 数值模拟结果
3. 现场试验
3.1 试验位置
3.2 试验地质条件
3.3 灌浆孔布置
3.4 脉动灌浆压力控制与钻灌时间参数
3.5 灌浆材料与配比
4. 现场试验结果与分析
4.1 三序孔灌浆量分析
4.2 常规吕荣试验分析
4.3 疲劳吕荣与破坏吕荣试验分析
4.4 地层声波测试分析
4.5 地层抬动监测与检查孔结石体分析
5. 结论

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全风化花岗岩地层脉动灌浆控制防渗机理研究 English Version

作者简介: 窦金熙（1989— ）,男,博士研究生,主要从事水利工程基础处理与数值模拟方面的研究工作。E-mail：doujinx@163.com

通讯作者: 张贵金, E-mail: gjzhang84@csust.edu.cn

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出版历程

Mechanism of seepage control of pulsating grouting in completely weathered granite stratum

0. 引言

1. 工艺原理

2. 数值模拟计算

2.1 数值模拟模型与理论方程构建

2.2 数值模拟结果

3. 现场试验

3.1 试验位置

3.2 试验地质条件

3.3 灌浆孔布置

3.4 脉动灌浆压力控制与钻灌时间参数

3.5 灌浆材料与配比

4. 现场试验结果与分析

4.1 三序孔灌浆量分析

4.2 常规吕荣试验分析

4.3 疲劳吕荣与破坏吕荣试验分析

4.4 地层声波测试分析

4.5 地层抬动监测与检查孔结石体分析

5. 结论

期刊类型引用(10)

其他类型引用(7)

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出版历程

目录

0. 引言

1. 工艺原理

2. 数值模拟计算

2.1 数值模拟模型与理论方程构建

2.2 数值模拟结果

3. 现场试验

3.1 试验位置

3.2 试验地质条件

3.3 灌浆孔布置

3.4 脉动灌浆压力控制与钻灌时间参数

3.5 灌浆材料与配比

4. 现场试验结果与分析

4.1 三序孔灌浆量分析

4.2 常规吕荣试验分析

4.3 疲劳吕荣与破坏吕荣试验分析

4.4 地层声波测试分析

4.5 地层抬动监测与检查孔结石体分析

5. 结论

作者简介:
窦金熙（1989— ）,男,博士研究生,主要从事水利工程基础处理与数值模拟方面的研究工作。E-mail：doujinx@163.com

通讯作者:
张贵金, E-mail: gjzhang84@csust.edu.cn